JPH0680969A - コークス乾式消火設備の循環ガス量制御方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【構成】 赤熱コークスを冷却するチャンバー設備と、
このコークス冷却により得られた熱を利用して蒸気を得
るためのボイラー設備より構成されるコークス乾式消火
設備において、コークス排出量、赤熱コークス温度、コ
ークス粒度に応じて蒸気発生量が最大となるよう循環ガ
ス量を自動的に制御する。 【効果】 赤熱コークスからの熱回収量を少なくとも１
〜２％増加させ得ること、またオンラインデーターによ
る循環ガス量の決定を自動的にできるので、オペレータ
ーの負荷が軽減できる。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【産業上の利用分野】この発明は、赤熱コークスの顕熱
回収効率を向上させたコークス乾式消火設備の循環ガス
量制御方法に関する。

【０００２】

【従来の技術】従来、一般に行われていたコークス乾式
消火設備（以下ＣＤＱと略す）操業における循環ガス流
量制御方法は、コークス排出量を変更した際に、オペレ
ーターの経験によって、循環ガス流量を変更するもので
あったため熱回収の観点からは問題があった。そこで、
このような不都合を解消するために、特開平２−２４３
９１号公報では、設定されたコークス排出量に応じて、
チャンバーとボイラーでの熱収支計算によって、熱平衡
に合致するような蒸気発生量を求め、この蒸気発生量に
適合するように循環ガスの流量を制御することが提案さ
れている。

【０００３】しかし、この方法では、排出コークス温
度、チャンバー入口ガス温度、チャンバー出口ガス温
度、ボイラー出口ガス温度は、チャンバー上方に赤熱コ
ークスを貯留して、コークス炉の生産変動を吸収するこ
とを主目的とするプリチャンバーのコークス温度とコー
クス排出温度との一次式で表し得ることに基づいて、熱
平衡収支をとるように計画されているが、循環ガス流量
の変化による熱コンダクタンスの変化は考慮されておら
ず、従って、そのコークス排出量において、蒸気発生量
を最大にする思想はない。

【０００４】特公平３−６８９１８号公報では、ボイラ
から排出された循環ガス中のＨ₂ 、ＣＯ等の可燃成分割
合を検出し、その検出値が設定範囲内に収まるように循
環系の冷却塔入側にＨ₂ 、ＣＯ等を含む燃料ガスを補給
し、循環ガスのボイラ入側温度を検出し、その検出温度
が設定範囲内に収まるようにボイラ入側の循環系で循環
ガス中の可燃成分を燃焼させる燃焼用空気を供給してボ
イラの蒸気発生量を安定的に制御することが提案されて
いる。これはボイラーの蒸気発生量を安定させることが
目的で、赤熱コークスからの熱回収量を最大にするもの
ではない。

【０００５】特公平３−６９５４号公報は、ボイラ入口
の循環ガス温度とボイラ出口の循環ガス温度、循環ガス
圧力及び循環ガス成分とを検出し、これら検出値からボ
イラで失う循環ガスのエンタルピ支出を求め、一方ボイ
ラの蒸気温度、蒸気圧力及び給水温度とボイラの給水量
とを検出し、該蒸気温度、蒸気圧力及び給水温度からボ
イラから受ける水及び蒸気のエンタルピ収入を求め、該
エンタルピ収入と、上記エンタルピ支出と、上記検出さ
れた給水量とから循環ガス量を算出する循環ガス量測定
方法である。これは循環ガス流量がダスト等のため直接
測定し難いため、ボイラーの熱収支から計算しようとす
るもので、コークスのクーリングチャンバーの伝熱につ
いては考慮されていない。

【０００６】

【発明が解決しようとする課題】前記の特開平２−２４
３９１号公報のような従来の制御方法では、チャンバー
とボイラーの熱量バランスのみで目的値を設定してお
り、コークス粒度、循環ガス量、循環ガス組成等で変化
するチャンバー内でのコークス伝熱特性や、循環ガス
量、循環ガス組成等で変化するボイラーの伝熱特性が考
慮されていないため最適な循環ガス量は設定されていな
い。この発明の目的は、このチャンバー及びボイラーの
伝熱特性を配慮し、あるコースク排出量のときに最大な
蒸気発生量が得られる最適循環ガス量を決定することで
ある。

【０００７】

【課題を解決するための手段】本発明者らは、前記の課
題を解決するため鋭意研究を行った。ＣＤＱは、基本的
には高温のコークスと循環ガスとの間で直接熱交換を行
わせることによって、コークスの冷却を行うチャンバー
系と、その結果高温となった循環ガスにより蒸気を発生
させるボイラー部より構成され、両者が循環ガスによっ
て接続された系と考えることができる。そこで、これら
個々の熱交換特性を把握することを研究した結果、ある
コークス排出量について、循環ガス量を増加すると、チ
ャンバーからの排出コークス温度は低下するが、徐々に
低下幅は低下し飽和してくる。従って、ボイラー入口温
度は低下する。しかし、ボイラーでの伝熱効率は向上す
るために、両者の兼ね合いから蒸気発生量を最大にする
循環ガス量が存在する筈である。

【０００８】すなわち本発明は次の通りである。 （１） 赤熱コークスを冷却するチャンバー設備と、該
コークス冷却により得られた熱を利用して、蒸気を得る
ためのボイラー設備より構成されるコークス乾式消火設
備において、コークス排出量がある一定量であるとき
に、循環ガス量を増加すると、排出コークス温度は低下
するが、ある温度で飽和し、ボイラー入口循環ガス温度
は低下する。しかしボイラーでの熱コンダクタンスは向
上するために蒸気発生量を最大にする循環ガス量が存在
することに着目して、ボイラー交換熱量に含まれるコー
クス交換熱量を最大にする循環ガス流量に制御すること
を特徴とするコークス乾式消火設備の循環ガス量制御方
法。 （２） 赤熱コークスを冷却するチャンバー設備と、該
コークス冷却により得られた熱を利用して蒸気を得るた
めのボイラー設備より構成されるコークス乾式消火設備
において、 チャンバー内のコークスからの熱交換熱量を、固体
粒子はすべて同一直径の均質な球体とモデル化し、内部
の温度分布は考慮せず、固体粒子表面からその周囲の気
体への熱伝達のみを考慮する非定常モデルを用い、コー
クスと循環ガスとの熱コンダクタンスが循環ガス量によ
って変動することを加味して算出し、 循環ガスがチャンバー入口からボイラ入口までの間
に受け取る熱量から、該コークス交換熱量と可燃性ガス
燃焼熱量を差し引いた熱量をコークス燃焼熱量として把
握し、 該非定常モデルを用いてチャンバー循環ガス出口温度
を計算し 該チャンバー循環ガス出口温度に可燃性ガス燃焼熱
量、コークス燃焼熱量を加味してボイラー入口の循環ガ
ス温度を算出し、コークス排出量がある一定量であると
きに、循環ガス量を増加すると、排出コークス温度は低
下するがある温度で飽和し、ボイラー入口循環ガス温度
は低下する。しかしボイラーでの熱コンダクタンスは向
上するために蒸気発生量を最大にする循環ガス量が存在
することに着目して、ボイラー交換熱量に含まれるコー
クス交換熱量を最大にする循環ガス流量に制御すること
を特徴とするコークス乾式消火設備の循環ガス量制御方
法。

【０００９】図１における計算手順を示す。予め実操業
でのある循環ガス量におけるチャンバー部及びボイラー
部の熱コンダクタンスを計算しておく。現状と異なる、
循環ガス量を仮定し、この場合の熱コンダクタンスは実
操業の循環ガス量との比のｎ_c 乗（ボイラー部はｎ
_b 乗、通常０．８乗を使用する）に比例するものと仮定
する。この熱コンダクタンスを用いて、チャンバーにお
ける伝熱計算を行い、チャンバー出口のガス温度を算出
する。

【００１０】（非定常モデルによるチャンバー部コーク
ス交換熱量、チャンバー循環ガス出口温度、チャンバー
熱コンダクタンス、コークス燃焼熱量の算出） （前提条件：図１１参照） コークス固定粒子はすべて同一直径で均質な球体とす
る。その内部の温度分布は考慮しない。 固体粒子相互間の熱交換は無視できるものとし、固体
粒子表面からその周囲の気体への熱伝達のみを考慮す
る。 各積層球体ブロックを流れる気体の流量は一定であ
り、固体粒子と気体との間の熱伝達率の値は、循環ガス
の流量の０．８乗に比例するものとする。

【００１１】各固体粒子では、固体粒子表面における
周囲の気体との熱伝達は、固体粒子の表面温度とその周
囲の気体の代表温度との温度差に比例するものとし、こ
の代表温度に各固体粒子の気体入口温度を出口温度の相
加平均を用いる。 熱交換部の気体は、その断面に分布する各固体粒子を
均一に通過するものとする。 システムの過渡特性を考えるにあたり、熱交換部内の
気体の熱容量は固体粒子層のものに比べて十分小さいの
で考慮に入れない。また気体の滞留時間は固体粒子層の
それに比べて十分に小さいので、これも考慮しない。 循環ガス密度、コークス燃焼熱量は他の値の変動に対
して変化は緩やかであろうと考えられるが、長時間の間
には多少の変化がみられる。このことより循環ガス密
度、コークス燃焼熱量に関しては随時計算して補正を行
うものとする。

【００１２】（計算プログラム）先づボイラー部におけ
る熱収支より循環ガス質量流量を推定する。この循環ガ
ス質量流量を実測値である循環ガス体積流量で割ること
により循環ガス密度の推定を行う。後記のようにして、
可燃性ガス燃焼熱量の推定を行う。次記するようにチャ
ンバー部非定常モデルよりコークス交換熱量の推定を行
う。循環ガスがチャンバー入口からボイラー入口に到る
までに受け取る全熱量から可燃性ガス燃焼熱量、コーク
ス交換熱量を差引くことによって、コークス燃焼熱量の
推定を行う。

【００１３】（コークス交換熱量の推定） Ｒ ：コークス粒子の半径〔ｍ〕 Ｐ_c ：コークスの密度〔kg／ｍ³ 〕 Ｃ_pc（θ_c ）：コークス比熱〔kcal／kg・℃〕 θ_c ：コークス温度〔℃〕 （モデルでは時間にｔを用いるので温度ではθを使用す
る） ｈ_c ：コークスと循環ガス間の熱伝達率〔kcal
／ｈｒ・ｍ² ・℃〕 とすると、単位時間のコークス粒子熱容量の変化（低
下）は、循環ガスへの熱伝達量に等しいことから −４／３πＲ³ ρ_c δ／δｔ｛Ｃ_pc（θ_c ）×θ_c ｝ ＝４πＲ² ｈ_c ｛θ_c −（θ _n・in＋θ _n・out ）／２｝ … (1) （δは偏微分記号を示すものとする）

【００１４】 Ｇ _n・meter ：循環ガス流量〔 kNm3 ／hr 実測値 〕 Ｋ _o・yodan ：コークスのチャンバー横断面個数 θ _n・in ：各コークス粒子の循環ガス入口温度
〔℃〕 θ _n・out ：各コークス粒子の循環ガス出口温度
〔℃〕 とすると ｈ_c ＝１．６２８×（Ｇ _n・meter ／Ｋ _o・yodan ）^0.8 … (2) １個のコークス粒子からの熱伝達量（(1) 式の右辺）
は、このコークス球を含む立方体を出る循環ガスの熱容
量から入る循環ガスの熱容量を引いたものであることか
ら （Ｇ _n・meter ／Ｋ _o・yodan ） ×｛Ｃ_pn（θ _n・out ）×θ _n・out −Ｃ_pn（θ _n・in）θ _n・in｝ ＝４πＲ² ｈ_c ｛θ_c −（θ _n・in＋θ _n・out ）／２｝ … (3)

【００１５】このとき、チャンバー本体におけるコーク
スと循環ガスとの間の交換熱量Ｑ_cdq （kcal/hr)は、循
環ガスの出入口温度をもとに次式より算出できる。 Ｑ_cdq ＝Ｇ _n・meter ×ρ_n ×｛Ｃ_pn（θ_n2）×θ_n2−Ｃ_pn（θ_n1）×θ_n1｝ … (4) 但し、このＧ _n・meter の単位はKNm3／hrである。 ρ_n ：循環ガス密度〔kg／ｍ³ 〕 Ｃ_pn（θ_n ）：循環ガス比熱〔kcal／kg・℃〕 θ_n1 ：循環ガスチャンバー入口温度（実測値）
〔℃〕 θ_n2 ：循環ガスチャンバー出口温度（推定値）
〔℃〕

【００１６】（循環ガス密度の推定）循環ガス密度は、
他の値の変動に対して、変化は緩やかであろうと考えら
れるが、長時間の間には多少の変化がみられる。従っ
て、この値は下記の式を用いて随時計算して補正を行う
ものとする。（１時間の移動平均を取ったものを、その
時間の循環ガス密度とする） ボイラー給水が受け取る熱量が、ボイラー部交換熱量Ｑ
_b （kcal/hr)と等しいことより、 ｇ _s・out ：高圧蒸気発生量〔kg／hr〕 ｇ _s・blow：ボイラードラムブロウ量〔kg／hr〕 ｇ_sp ：ボイラー給水流量〔kg／hr〕 ｈ _s・out ：主蒸気比エンタルピ 821〔kcal／kg〕 ｈ′ ：ボイラードラム内飽和水比エンタルピ 331
〔kcal／kg〕 ｈ _s・in ：ボイラー給水比エンタルピ 107〔kcal／k
g〕 とすると、 Ｑ_b ＝ｇ _s・out ×ｈ _s・out ＋ｇ _s・blow×ｈ′−ｇ_sp×ｈ _s・in …(5)

【００１７】 Ｃ_pn ：循環ガス定圧比熱〔kcal／kg・℃〕 ｔ_{n ・b1} ：循環ガスボイラー部入口温度〔℃〕 θ_{n ・b2} ：循環ガスボイラー部出口温度〔℃〕 とすると、ボイラー交換熱量Ｑ_b 〔kcal／ｈ〕は循環ガ
スがボイラー内で失う熱量即ちｇ _n・mass×Ｃ_pn（ｔ
_n・b1−ｔ _n・b2）（kg／hr）と等しいことから循環ガ
ス質量流量Ｇ _n・mass（kg／hr）を推定する。 ｇ _n・mass＝Ｑ_b ／Ｃ_pn（ｔ _n・b1−ｔ _n・b2） … (6) 従って循環ガス密度ρ _gas（kg／ｍ³ ）は ρ _gas＝ｇ _n・mass／ｇ _n・meter … (7)

【００１８】（コークス燃焼熱量の推定）プレチャンバ
ー内において、コークスの燃焼により発生する熱量Ｑ
_cadd（kcal／hr）は、プレチャンバーに導入される燃焼
用空気導入量やプレチャンバーレベル、さらに循環ガス
やコークス投入量などがその特性に影響を与えると考え
られるが、このうちどれが支配的な条件となるか明確に
することができないため、循環ガスがチャンバー入口か
らボイラー入口まで移動する間に受け取る熱量Ｑ
_n・get （kcal／hr）から、コークス交換熱量Ｑ
_cdg（kcal／hr）と可燃性ガス燃焼熱量Ｑ _gas（kcal／
hr）を引いた後に、残る熱量としてコークス燃焼熱量を
把握することにする。この値は他の値の変動より、変化
は緩やかであろうと考えられるが、長時間の間には多少
の変化がみられる。従って実際に最適点を推定する際
に、この値は下記の式を用いて随時計算して補正を行う
ものとする。（計算誤差を除くため、１時間の移動平均
をとったものをその時間のコークス燃焼熱量とする。）

【００１９】 Ｇ _n・meter ：循環ガス流量（実測値）〔ｍ³ ／hr〕 ρ_n ：循環ガス密度〔kg／ｍ³ 〕 Ｃ_pn（θ_n ）：循環ガス比熱〔kcal／kg・℃〕 θ_n1 ：循環ガスチャンバー入口温度（実測値）
〔℃〕 θ _n・b1 ：循環ガスボイラー入口温度（実測値）
〔℃〕 とすると Ｑ _n・get ＝Ｇ _n・meter ×ρ_n ×｛Ｃ_pn（θ _n・b1）θ _n・b1−Ｃ_pn（θ_n1）θ_n1｝ … (8) ∴Ｑ_cadd＝Ｑ _n・get −Ｑ _gas−Ｑ _cdq

【００２０】これに循環ガス中の可燃性ガス燃焼計算
を、可燃性ガス燃焼用空気導入量と循環ガスの得る熱量
との相関図（図２）より、可燃性ガス燃焼熱量発生ゲイ
ンを算出して行う。図２の例では可燃性ガス燃焼熱量発
生ゲインＫ_gas は１１．１２×１０⁵ Kcal／km³ -airと
なっている。前記のコークス燃焼熱量の計算によりこの
両者の燃焼計算を加味して、ボイラー入口ガス温度を算
出する。

【００２１】前記のボイラー部の熱コンダクタンスを使
用して、ボイラーの伝熱計算を行い、蒸気発生量を算出
する。この発生量が前回の循環ガス量の時の発生量より
多ければ、更に循環ガス量を増加して、計算を繰返し、
少ければ、次は循環ガス量を減少させて計算を繰返し、
発生量が増加より減少へ、転じた時が蒸気発生量最大で
あって、この時の循環ガス量が最適循環ガス量である。
コークス排出量が変化した時は、又この計算を繰り返し
て、その排出量での最適循環ガス量を決定する。この関
係を表わしたのが、図３の循環ガス量〜高圧蒸気流量の
関係グラフである。

【００２２】

【作用】この発明により、コークス排出量、赤熱コーク
ス温度、コークス粒度に応じて蒸気発生量が最大になる
循環ガス量を自動制御することができる。

【００２３】

【実施例】以下に実施例によって、この発明を更に具体
的に説明するが、本発明はこの実施例によって何等限定
されるものではない。 第１のステップ：チャンバー出口循環ガス温度をはじめ
とする直接には測定されていない物理量を他の測定値を
もとに推定するプログラムである。 第２のステップ：ボイラー部交換熱量に含まれるチャン
バー部交換熱量を最大にするという意味で最適な循環ガ
ス流量を算出するプログラムである。

【００２４】（第１のステップ：スタティックプログラ
ム）この第１のステップは最適な循環ガス流量を算出す
るために必要な次の物理量を推定するためのものであ
る。物理量の位置を明らかにするために図４にＣＤＱ設
備のモデリングの概要を示す。 Ｑ_cdq ：チャンバー部コークス交換熱量〔kcal／
ｈ〕 ｇ _n・mass：循環ガス質量流量〔 ton／ｈ〕 ｔ_n2 ：チャンバー出口循環ガス温度〔℃〕 Ｋ_cac ：チャンバー熱コンダクタンス〔kcal／℃・
ｈ〕 Ｑ_gas ：可燃性ガス燃焼熱量〔kcal／ｈ〕 Ｑ_cadd ：コークス燃焼熱量〔kcal／ｈ〕 Ｋ_bab ：ボイラ部熱コンダクタンス〔kcal／℃・
ｈ〕

【００２５】計算上は図４に示すようにチャンバー本体
部とボイラー部とを分離して考える。チャンバー本体部
では、コークスと循環ガスとの間の熱交換のなかにコー
クスの燃焼、可燃性ガスの燃焼も行われるが、計算上は
チャンバー部は熱交換器と考え、ボイラー本体部も理想
的な熱交換器と仮定する。クーリングチャンバー入口か
らボイラー部出口までの間、循環ガスからの外気への放
熱は無視するものとする。ここで行う計算は、実測値を
もとにボイラー部交換熱量に含まれるチャンバー部交換
熱量がその状態において最大となるような循環ガス流量
を推定するために必要な直接には測定されていない値を
熱バランスをもとに推定するためのものである。実測値
と、入力値がそのまま出力される値と、入力値より仮定
に従って推定される値と、一定値と考える値とを図５に
示す。

【００２６】図５ので行われた推定の手法について説
明する。ボイラー給水側が受け取る熱量がボイラー部交
換熱量Ｑ_b 〔kcal／ｈ〕と等しいことから、Ｑ_b の値を
推定する。 Ｑ_b ＝ｇ _s・out ×ｈ _s・out ＋ｇ _s・blow×ｈ′−ｇ_sp×ｈ _s・in …(11) 但し、ｇ _s・out ：高圧蒸気発生量〔kg／ｈ〕 ｇ _s・blow：ボイラードラムブロウ量〔kg／ｈ〕 ｇ_sp ：ボイラー給水流量〔kg／ｈ〕 ｈ _s・out ：主蒸気比エンタルピー 821〔kcal／kg〕 ｈ′ ：ボイラードラム内飽和水比エンタルピー 3
31〔kcal／kg〕 ｈ _s・in ：ボイラー給水比エンタルピー 107〔kcal／
kg〕

【００２７】ボイラー部交換熱量Ｑ_b 〔kcal／ｈ〕は循
環ガスがボイラー内で失う熱量ｇ _n・mass×Ｃ_pn（ｔ
_n・bl−ｔ _n・b2）〔kcal／ｈ〕…(12)と等しいことよ
り、循環ガス質量流量ｇ _n・mass〔kg／ｈ〕を推定す
る。 ｇ _n・mass＝Ｑ_b ／Ｃ_pn（ｔ _n・bl−ｔ _n・b2） …(13) 但し、Ｃ_pn ：循環ガス定圧比熱〔kcal／kg×℃〕 ｔ _n・b1：循環ガスボイラー部入口温度〔℃〕 ｔ _n・b2：循環ガスボイラー部出口温度〔℃〕

【００２８】可燃性ガス燃焼熱量Ｑ_gas 〔kcal／ｈ〕
は、可燃性ガス燃焼用空気導入量ｇ _n・air 〔km³ ／
ｈ〕に比例すると仮定してＱ_gas 〔kcal／ｈ〕を推定す
る。可燃性ガス燃焼用空気導入量を、従来空気導入弁開
度にのみ比例する形で推定されていた場合は、空気導入
量は、同じ弁開度でも循環ガスボイラー入口負圧によっ
て大きく変化するので、これによる補正が必要である。
しかし、空気を押込により吹込む場合には、導入空気量
の直接測定によればよいので、この負圧による補正は省
略する。 Ｑ_gas ＝Ｋ_gas ×ｇ _n・air …(14) Ｋ_gas ：可燃性ガス燃焼熱量発生ゲイン（図２より推
定） ＝１１．１２×１０⁵ 〔kcal／km³ ・air 〕

【００２９】コークス交換熱量Ｑ_cdq 〔kcal／ｈ〕とコ
ークスがチャンバー内で失う顕熱が等しいことから、コ
ークス交換熱量Ｑ_cdq 〔kcal／ｈ〕を推定する。 Ｑ_cdq ＝ｇ _c・out ×Ｃ_pc（ｔ _c・pre −ｔ_C2） …(15) ｇ _c・out ：コークス排出量〔kg／ｈ〕 Ｃ_pc ：コークスの比熱〔kcal／kg・℃〕 ｔ_c2 ：コークス排出温度〔℃〕

【００３０】チャンバー入口からボイラー入口までは外
気への放熱は無視するとの仮定から、チャンバー入口か
らボイラー入口までに循環ガスの受け取る熱量をＱ
_n・get〔kcal／ｈ〕とすると、図４のように可燃性ガ
ス燃焼とコークス燃焼とをチャンバー部と切りはなして
考えたことから Ｑ _n・get ＝Ｑ_cdq ＋Ｑ_gas ＋Ｑ_cadd＝ｇ _n・mass×Ｃ_pn（ｔ _n・b1−ｔ_n1） …(16) Ｑ_cdq ：コークス交換熱量〔kcal／ｈ〕 ｔ_n1 ：循環ガスチャンバー入口温度〔℃〕 この式より、コークス燃焼熱量Ｑcadd〔kcal／ｈ〕を推
定する。 Ｑ_cadd＝ｇ _n・mass×Ｃ_pn（ｔ _n・b1−ｔ_n1）−Ｑ_gas −Ｑ_cdq …(17)

【００３１】コークス交換熱量Ｑ_cdq 〔kcal／ｈ〕と、
循環ガスがチャンバー内で得る熱量とが等しいことか
ら、次式から循環ガスチャンバー出口温度ｔ_n2〔℃〕を
推定する。 Ｑ_cdq ＝ｇ _n・mass×Ｃ_pn（ｔ_n2−ｔ_n1） …(18) (18)式より推定された循環ガスチャンバー出口温度ｔ_n2
〔℃〕、実測値であるプレチャンバー温度ｔ _c・pre 、
コークス排出温度ｔ_c2、循環ガスチャンバー入口温度ｔ
_n1より、チャンバー部対数平均温度差ｄ_tm・c 〔℃〕が
推定され、(15)式で推定されたＱ_cdq はｄ_tm・c と Ｑ_cdq ＝Ｋ_cac ×ｄ_tm・c …(19) 但し、Ｋ_cac ：チャンバー部熱コンダクタンス〔kcal／
℃・ｈ〕 の関係があるので、チャンバー部熱コンダクタンスＫ
_cac は次のように推定される。 Ｋ_cac ＝Ｑ_cdq ／ｄ_tm・c …(20) 但し、チャンバー部対数平均温度差ｄtm・c は ｄ_tm・c ＝｛（ｔ _c・pre −ｔ_n2）−（ｔ_c2−ｔ_n1）｝／ ｌｎ｛（ｔ _c・pre −ｔ_n2）／（ｔ_c2−ｔ_n1）｝

【００３２】実測値であるボイラー循環ガス入口温度ｔ
_n・b1、出口温度ｔ _n・b2、主蒸気温度ｔ _s・out 、ボ
イラー給水温度ｔ _s・inよりボイラー部対数平均温度差
ｄ_tm・b 〔℃〕が推定され、(11)式で推定されたボイラ
ー部交換熱量Ｑ_b 〔kcal／ｈ〕はｄ_tm・b と Ｑ_b ＝Ｋ_bab ×ｂ_tm・b …(21) 但し、Ｋ_bab ：ボイラー部熱コンダクタンス〔kcal／℃
×ｈ〕の関係があるので、ボイラー部熱コンダクタンス
Ｋ_bab 〔kcal／℃×ｈ〕は Ｋ_bab ＝Ｑ_b ／ｄ_tm・b 但し、ボイラー部対数平均温度差ｄtm・b は ｄ_tm・b ＝｛（ｔ _n・b1−ｔ _s・out ）−（ｔ _m・b2−ｔ _s・in）｝／ ｌｎ｛（ｔ _n・b1−ｔ _s・out ）／（ｔ _n・b2−ｔ _s・in）｝

【００３３】（第２のステップ：オプティマムプログラ
ム…ＣＤＱの最適循環ガス量の推定）このプログラムで
行われる計算は、前記直接測定できる物理量、これから
推定できる直接測定できていない物理量をもとに、チャ
ンバー本体とボイラー部を理想的な向流熱交換器とモデ
ル化し、かつチャンバー循環ガス入口からボイラー部出
口までの間に循環ガスから外部への放熱を無視し、また
チャンバー循環ガス入口温度ｔ_n1〔℃〕、コークス燃焼
熱量Ｑ_cadd〔kcal／ｈ〕は循環ガス流量の変化に依存し
ないと仮定し、ボイラー部交換熱量に含まれるチャンバ
ー部交換熱量を最大とする循環ガス量を求めるものであ
る。これによって、循環ガス流量を操作したときのボイ
ラー部高圧蒸気発生量の変化を実システムに応じた形で
推察することが可能となる。

【００３４】〔１〕 ある時間、ある状態において、循
環ガス質量流量ｇ _n・mass〔kg／ｈ〕をＷ倍にし、これ
をｇ _n・massw と表わす。このＷの値はどの値より出発
してもよいが、仮りにＷ＝０．６より出発し、＋０．０
２づつ増加させて計算するものとする。このように変化
させた場合におけるチャンバー部循環ガス出口温度ｔ
_n2w 〔℃〕を求める。（変化後の値には添え字Ｗを付
し、添え字１は入口側、２は出口側を示す）(15)式より Ｃ_pc・mean＝Ｑ_cdq ／｛ｇ _c・out ×（ｔ _c・pre −ｔ_c2）｝ …(22) 但し、Ｃ_pc・mean：コークスの平均比熱〔kcal／kg・
℃〕 Ｑ_cdq ：ある時間におけるＣＤＱ交換熱量〔kcal／
ｈ〕 ｔ _c・pre ：ある時間におけるプレチャンバー温度
〔℃〕 ｔ_c2 ：ある時間における排出コークス温度〔℃〕 ｇ _c・out ：ある時間における排出コークス量〔kg／
ｈ〕

【００３５】(18)式より Ｃ_pn・mean＝Ｑ_cdq ／｛ｇ _n・mass×（ｔ_n2−ｔ_n1）｝ …(23) 但し、Ｃ_pn・mean：循環ガスの平均比熱〔kcal／kg×
℃〕 ｇ _n・mass：ある時間における循環ガスの質量流量〔kg
／ｈ〕 ｔ_n1，ｔ_n2：ある時間におけるチャンバー循環ガス入
口、出口温度〔℃〕 Ｗ_c ＝Ｃ_pc・mean×ｇ _c・out …(24) Ｗ_c ：コークスの熱容量〔kcal／kg・℃〕 ｇ _c・out ：ある時間におけるコークス排出量 Ｗ_n ＝Ｃ_pn・mean×ｇ _n・massw …(25) Ｗ_n ：循環ガス流量変化後の循環ガスの熱容量〔kcal／
kg・℃〕

【００３６】熱コンダクタンスは循環ガス流量のｎ_c 乗
に比例すると仮定すると Ｋ_cacw＝Ｋ_cac ×（ｇ _n・massw ／ｇ _n・mass）^ｎc …(26) 但し、Ｋ_cacw：循環ガス質量流量をｇ _n・mass〔kg／
ｈ〕からｇ _n・massw 〔kg／ｈ〕へ変化させたときのチ
ャンバー部熱コンダクタンス〔kcal×℃×ｈ〕 但し、Ｋ_cac ：ある時間におけるチャンバー部熱コンダ
クタンス〔kcal／℃×ｈ〕このプログラムではｎ_c ＝
０．８（無次元数）とする。チャンバー本体を理想的な
向流形熱交換器と見なして、循環ガス質量流量をｇ
_n・mass〔kg／ｈ〕からｇ _n・massw 〔kg／ｈ〕に変化
したときのクーリングチャンバー循環ガス出口温度ｔn2
w 〔℃〕を推定すると（非定常モデルを使用した次式の
算出法を後記発明の効果の前に記載する。） ｔ_n2w ＝ｔ _c・pre −（ｔ _c・pre −ｔ_n1）× 〔（１−Ｗ_c ／Ｗ_n ）／ １−（Ｗ_c ／Ｗ_n ）exp ｛−Ｋ_cacw（１／Ｗ_c −１／Ｗ_n ）｝〕…(27)

【００３７】〔２〕 次に、循環ガス流量変化後の可燃
性ガス燃焼熱量をＱ_gasw〔kcal／ｈ〕、コークス燃焼熱
量をＱ_caddw 〔kcal／ｈ〕として、循環ガス質量流量を
ｇ _n・mass〔kg／ｈ〕からｇ _n・massw 〔kg／ｈ〕へ変
化したときの循環ガスボイラー部入口温度ｔ
_n・blw 〔℃〕を、次の式(28)より推測する。 ｇ _n・massw ×Ｃ_pn（ｔ _n・blw −ｔ_n2w ）＝Ｑ_gasw＋Ｑ_caddw …(28) 但し、Ｑ_gasw＝Ｋ_gas ×ｇ _n・airw Ｋ_gas ：可燃性ガス燃焼熱量発生ゲイン（図２より推
定） ＝１１．１２×１０⁵ 〔kcal／km³ ・air 〕 ｇ _n・airw：循環ガス流量変更後の可燃性ガス燃焼用空
気導入量〔km³ ／ｈ〕 (17)式より Ｑ_caddw ＝ｇ _n・massw ×Ｃ_pn（ｔ _n・b1w −ｔ_n2w ）−Ｑ_gasw … (29)

【００３８】ボイラー部熱コンダクタンスは循環ガス流
量のｎ_b 乗に比例すると仮定すると Ｋ_babw＝Ｋ_bab ×（ｇ _n・massw ／ｇ _n・mass）^ｎb …(30) 但し、Ｋ_babw：循環ガス質量流量をｇ _n・mass〔kg／
ｈ〕から、ｇ _n・massw〔kg／ｈ〕へ変化させたときの
ボイラー部熱コンダクタンス〔kcal／℃×ｈ〕 Ｋ_bab ：ある時間におけるボイラー部熱コンダクタンス
〔kcal／℃×ｈ〕このプログラムにおいてはｎ_b ＝０．
８（無次元数）とする。

【００３９】〔３〕 次にボイラー部において、熱交換
は循環ガスと低温側水流の間にのみ存在すると仮定し
て、循環ガス質量流量をｇ _n・mass〔kg／ｈ〕からｇ
_n・massw〔kg／ｈ〕へ変化させたときの循環ガスボイ
ラー部出口温度ｔ _n・b2w 〔℃〕を次式(31)から推測す
る。 ｇ _n・mass×Ｃ_pn（ｔ _n・blw −ｔ _n・b2w ）＝Ｋ_babw×ｂ_tm・b …(31) 但し、 ｄ_tm・b ＝｛（ｔ _n・b1w −ｔ _s・out ）−（ｔ _n・b2w −ｔ _s・in）｝／ ｌｎ｛（ｔ _n・b1w −ｔ _s・out ）／（ｔ _n・b2w −ｔ _s・in）｝ ：ボイラー部対数平均温度差〔℃〕

【００４０】〔４〕 故に循環ガス質量流量をｇ
_n・mass〔kg／ｈ〕からｇ _n・massw 〔kg／ｈ〕へ変化
させたときのボイラー部交換熱量Ｑ_bw〔kcal／ｈ〕は次
のように表わせる。 Ｑ_bw＝ｇ _n・massw ×Ｃ_pn（ｔ _n・b1w −ｔ _n・b2w ） …(32) 〔５〕 よって循環ガス質量流量をｇ _n・mass〔kg／
ｈ〕からｇ _n・massw 〔kg／ｈ〕へ変化させたときの高
圧蒸気発生量ｇ _s・outw〔kg／ｈ〕は ｇ _s・outw＝（Ｑ_bw＋ｇ_spw ×ｈ _s・in−ｇ _s・blow×ｈ′）／ｈ _s・out …(33) ボイラー給水流量ｇ_spw 〔kg／ｈ〕は高圧蒸気発生量ｇ
_s×outw〔kg／ｈ〕とほとんど同じなので ｇ _s・outw＝（Ｑ_bw−ｇ _s・blow×ｈ′）／（ｈ _s・out −ｈ _s・in）…(34)

【００４１】このようにして、Ｗを順次変化させた時
の、高圧蒸気発生量を、コンピューターで順次計算させ
ることにより、ボイラー交換熱量に含まれるコークス交
換熱量を最大にするように循環ガス流量の上限１４５
〔ＫＮｍ³ ／ｈ〕を考慮して最適循環ガス流量を決定す
ることができる。このオプティマム・プログラムを流れ
図にして示したのが、図７である。

【００４２】コークス排出量は実測値を使用し、本発明
の最適状態の循環ガス量とした場合と、従来の実操業状
態における高圧蒸気発生量を比較したのが図８である。
これによって赤熱コークスからの熱回収量が少なくとも
１〜２％増加することがわかる。

【００４３】(27)式の算出方法 仮定( i) チャンバー本体断面方向の温度分布は一定と
する。 仮定(ii) 比熱は一定であるとする。 仮定(iii) チャンバー本体から外への放熱は無視するも
のとする。

【００４４】図９において Ｘ ：チャンバー長手方向の座標〔ｍ〕 Ｇ_c ：コークス流量 〔kg／ｓ〕 Ｃ_pc ：コークスの比熱〔kcal／kg・℃〕 θ_c ：コークス温度〔℃〕 Ｇ_n ：循環ガス流量〔ｍ³ ／ｓ〕 ρ_n ：循環ガス密度〔kg／ｍ³ 〕 Ｃ_pn ：循環ガス比熱〔kcal／kg・℃〕 θ_n ：循環ガス温度〔℃〕 α_cdq ：コークス、循環ガス間の熱伝達率〔kcal／ｓ・
ｍ² ・℃〕 Ａ_cdq ：ＣＤＱ本体長手方向単位長さあたりのコーク
ス、循環ガス間の伝熱面積〔ｍ³ ／ｍ〕

【００４５】高温コークス体の微小部分における熱量の
時間変化を考えると Ｃ_c ρ_c Ｓ（δθ_c ／δｔ）ΔＸ 〔kcal／ｓ〕 …(35) ｔ：時間 ρ_c ：コークスのかさ密度 〔kg／ｍ³ 〕 Ｓ ：ＣＤＱ本体断面積 〔ｍ² 〕 高温コークス体の微小部分への単位時間当りの入熱量は Ｇ_c Ｃ_pcθ_c （Ｘ＋ΔＸ） 〔kcal／ｓ〕 …(36) 又出熱量は Ｇ_c Ｃ_pcθ_c （Ｘ）＋α_cdq Ａ_cdq （θ_c −θ_n ）ΔＸ 〔kcal／ｓ〕…(37) (35)(36)(37)より、高温流体微小部分における熱バラン
スを考えると Ｃ_c ρ_c Ｓ（δθ_c ／δｔ）ΔＸ＝Ｇ_c Ｃ_pcθ_c （Ｘ＋ΔＸ） −Ｇ_c Ｃ_pcθ_c （Ｘ） −α_cdq Ａ_cdq （θ_c −θ_n ）ΔＸ 微小部分における熱量の時間変化＝微小部分における単
位時間の熱の出入り Ｃ_c ρ_c Ｓ（δθ_c ／δｔ）ΔＸ ＝Ｇ_c Ｃ_pc｛θ_c （Ｘ）＋δθ_c ／δＸ・ΔＸ）｝−Ｇ_c Ｃ_pcθ_c （Ｘ） −α_cdq Ａ_cdq （θ_c −θ_n ）ΔＸ Ｃ_c ρ_c Ｓ（δθ_c ／δｔ）ΔＸ＝Ｇ_c Ｃ_pc（δθ_c ／δＸ）ΔＸ｝ −α_cdq Ａ_cdq （θ_c −θ_n ）ΔＸ…(38)

【００４６】同様に低温流体の微小部分の熱バランスを
考えると Ｃ_n ρ_n Ｓ（δθ_n ／δｔ）ΔＸ＝−Ｇ_n ρ_n Ｃ_n （δθ_n ／δＸ）ΔＸ ＋α_cdq Ａ_cdq （θ_c −θ_n ）ΔＸ…(39) チャンバーにおける定常状態を考えると、式(38)(39)は Ｇ_c Ｃ_pc（δθ_c ／δＸ）〕＝α_cdq Ａ_cdq （θ_c −θ_n ）…(38)' Ｇ_n ρ_n Ｃ_n （δθ_n ／δＸ）＝α_cdq Ａ_cdq （θ_c −θ_n ）…(39)' ここで簡略化のためＷ_c ＝Ｇ_c Ｃ_pc、Ｗ_n ＝Ｇ_n ρ_n Ｃ
_n 、α＝α_cdq 、Ａ＝Ａ_cdq とおくと δθ_c ／δＸ＝＋αＡ／Ｗ_c （θ_c −θ_n ）…(38)" δθ_n ／δＸ＝αＡ／Ｗ_n ×（θ_c −θ_n ）…(39)" (38)" から(39)" を引くと、 ｄ（θ_c −θ_n ）／ｄＸ＝αＡ（１／Ｗ_c −１／Ｗ_n ）（θ_c −θ_n ）…(40)

【００４７】図１０を参照して、Ｘ＝０でθ_c ＝θ_c2、
θ_n ＝θ_n1の境界条件のもとに解けば ｄ（θ_c −θ_n ）／（θ_c −θ_n ）＝αＡ（１／Ｗ_c −１／Ｗ_n ）ｄＸ ∴Ｉｎ（θ_c −θ_n ）＋Ｃ₁ ＝αＡ（１／Ｗ_c −１／Ｗ_n ）Ｘ Ｃ₁ ＝−Ｉｎ（θ_c2−θ_n1） ∴Ｉｎ｛（θ_c −θ_n ）／（θ_c2−θ_n1）｝＝αＡ（１／Ｗ_c −１／Ｗ_n ）Ｘ …(41) (41)式でＸ＝Ｌとすると θ_c1−θ_n2＝（θ_c2−θ_n1）ｅｘｐ｛αＡ（１／Ｗ_c −１／Ｗ_n ）Ｌ｝…(42) 高温コークス体の失う熱量は低温流体の得る熱量と等し
いとすると Ｇ_c Ｃ_pc（θ_c1−θ_c2）＝Ｇ_n ρ_n Ｃ_pn（θ_n2−θ_n1） …(43)

【００４８】次に(42)(43)よりθ_c2を消去し、θ_n2を導
出する。(43)式より −θ_c2＝−θ_c1＋（Ｇ_n ρ_n Ｃ_pn）／（Ｇ_c Ｃ_pc）（θ_n2−θ_n1) Ｗ_c ＝Ｇ_c Ｃ_pc、Ｗ_n ＝Ｇ_n ρ_n Ｃ_pnとおくと θ_c2＝θ_c1−Ｗ_n ／Ｗ_c （θ_n2−θ_n1） …(44) (44)を(42)に代入する θ_c1−θ_n2 ＝｛θ_c1−Ｗ_n ／Ｗ_c ×（θ_n2−θ_n1）−θ_n1｝ ×exp ｛αＡ（１／Ｗ_c −１／Ｗ_n ）Ｌ｝ ∴θ_c1−Ｗ_n ／Ｗ_c ×（θ_n2−θ_n1）−θ_n1 ＝（θ_c1−θ_n2）exp ｛−αＡＬ（１／Ｗ_c −１／Ｗ_n ）｝ θ_n2［−Ｗ_n ／Ｗ_c ＋exp ｛−αＡＬ（１／Ｗ_c −１／Ｗ_n ）｝］ ＝−θ_c1−（−１＋Ｗ_n ／Ｗ_c ）θ_n1 ＋θ_c1exp ｛−αＡＬ（１／Ｗ_c −１／Ｗ_n ）｝ θ_n2［Ｗ_n ／Ｗ_c −exp ｛−αＡＬ（１／Ｗ_c −１／Ｗ_n ）｝］ ＝θ_c1［１−exp ｛−αＡＬ（１／Ｗ_c −１／Ｗ_n ）｝］ ＋（Ｗ_n ／Ｗ_c −１）θ_n1

【００４９】両辺にＷ_c ／Ｗ_n をかけて θ_n2［１−Ｗ_c ／Ｗ_n exp ｛−αＡＬ（１／Ｗ_c −１／Ｗ_n ）｝］ ＝θ_c1［Ｗ_c ／Ｗ_n −Ｗ_c ／Ｗ_n exp ｛−αＡＬ（１／Ｗ_c −１／Ｗ_n ）｝］ ＋（１−Ｗ_c ／Ｗ_n ）θ_n1 θ_n2［１−Ｗ_c ／Ｗ_n exp ｛−αＡＬ（１／Ｗ_c −１／Ｗ_n ）｝］ ＝θ_c1［１−Ｗ_c ／Ｗ_n exp ｛−αＡＬ（１／Ｗ_c −１／Ｗ_n ）｝］ −（θ_c1−θ_n1）（１−Ｗ_c ／Ｗ_n ） …(45) (45)式より θ_n2＝θ_c1−（θ_c1−θ_n1）（１−Ｗ_c ／Ｗ_n ）／［１−Ｗ_c ／Ｗ_n ×exp ｛−αＡＬ（１／Ｗ_c −１／Ｗ_n ）｝］ 但し αＡＬ：チャンバー熱コンダクタンス〔kcal／ｓ
・℃〕

【００５０】

【発明の効果】本発明によれば、循環ガス量の最適運転
が可能となるので赤熱コークスからの熱回収量が少なく
とも１〜２％増加する。熱回収量は莫大な熱量であるの
で、１〜２％でも極めて重大である。又オンラインデー
タによる循環ガス量の決定が自動となり、オペレーター
の負担が軽減される。

【図面の簡単な説明】

【図１】最適循環ガス量算出手順の概略を示したブロッ
ク図。

【図２】可燃性ガス燃焼熱量発生ゲインの推定根拠の相
関図。

【図３】循環ガス量によって高圧蒸気の流量に極大値が
あることを示すＣＤＱ設備の特性図。

【図４】ＣＤＱ設備のモデリングの概要（スタティック
特性値を示す）。

【図５】スタティック・プログラムの概要。

【図６】ＣＤＱ設備のモデリングの概要（循環ガス量を
Ｗ倍した時の特性値）。

【図７】オプティマム・プログラムの概要のブロック
図。

【図８】最適状態と実操業状態における高圧蒸気発生量
の比較。

【図９】チャンバーにおける微小部分についての、高温
コークス、低温循環ガス入熱と出熱の熱バランスを示す
図

【図１０】チャンバー長手方向のコークス及び循環ガス
の温度分布を示す図。

【図１１】コークス粒を球と考えた非定常モデルを示す
図。

Claims (2)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 赤熱コークスを冷却するチャンバー設備
   と、該コークス冷却より得られた熱を利用して、蒸気を
   得るためのボイラー設備より構成されるコークス乾式消
   火設備において、 コークス排出量がある一定量であるときに、循環ガス量
   を増加すると、排出コークス温度は低下するが、ある温
   度で飽和し、ボイラー入口循環ガス温度は低下する。し
   かしボイラーでの熱コンダクタンスは向上するために蒸
   気発生量を最大にする循環ガス量が存在することに着目
   して、ボイラー交換熱量に含まれるコークス交換熱量を
   最大にする循環ガス流量に制御することを特徴とするコ
   ークス乾式消火設備の循環ガス量制御方法。
2. 【請求項２】 赤熱コークスを冷却するチャンバー設備
   と、該コークス冷却により得られた熱を利用して蒸気を
   得るためのボイラー設備より構成されるコークス乾式消
   火設備において、 チャンバー内のコークスからの熱交換熱量を、固体
   粒子はすべて同一直径の均質な球体とモデル化し、内部
   の温度分布は考慮せず、固体粒子表面からその周囲の気
   体への熱伝達のみを考慮する非定常モデルを用い、コー
   クスと循環ガスとの熱コンダクタンスが循環ガス量によ
   って変動することを加味して算出し、 循環ガスがチャンバー入口からボイラ入口までの間
   に受け取る熱量から、該コークス交換熱量と可燃性ガス
   燃焼熱量を差し引いた熱量をコークス燃焼熱量として把
   握し、 該非定常モデルを用いてチャンバー循環ガス出口温度
   を計算し 該チャンバー循環ガス出口温度に可燃性ガス燃焼熱
   量、コークス燃焼熱量を加味してボイラー入口の循環ガ
   ス温度を算出し、 コークス排出量がある一定量であるときに、循環ガス量
   を増加すると、排出コース温度は低下するがある温度で
   飽和し、ボイラー入口循環ガス温度は低下する。しかし
   ボイラーでの熱コンダクタンスは向上するために蒸気発
   生量を最大にする循環ガス量が存在することに着目し
   て、ボイラー交換熱量に含まれるコークス交換熱量を最
   大にする循環ガス流量に制御することを特徴とするコー
   クス乾式消火設備の循環ガス量制御方法。